剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)響應(yīng)機(jī)理

毛良杰，劉清友，周守為,2，姜偉,2，劉正禮，彭濤

（1.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（西南石油大學(xué)）；2.中國海洋石油總公司；3.中海石油（中國）有限公司深圳分公司；4.海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（上海交通大學(xué)））

剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)響應(yīng)機(jī)理

毛良杰1，劉清友1，周守為1,2，姜偉1,2，劉正禮3，彭濤4

（1.油氣藏地質(zhì)及開發(fā)工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（西南石油大學(xué)）；2.中國海洋石油總公司；3.中海石油（中國）有限公司深圳分公司；4.海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（上海交通大學(xué)））

開展剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)實(shí)驗(yàn)，分析剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)特征參數(shù)及振動(dòng)響應(yīng)機(jī)理。實(shí)驗(yàn)中基于光纖光柵傳感器測試技術(shù)采集剪切流作用下隔水管在流向和橫向的渦激振動(dòng)響應(yīng)，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理時(shí)消除了實(shí)測信號(hào)中隔水管軸向預(yù)張力的影響并采用模態(tài)分析法求取隔水管位移響應(yīng)。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析表明，剪切流作用下：隔水管不同位置處同一方向渦激振動(dòng)響應(yīng)頻率一致；渦激振動(dòng)鎖定現(xiàn)象發(fā)生在渦泄頻率對(duì)應(yīng)的最大階次固有頻率附近且渦激振動(dòng)受該階次固有頻率主導(dǎo)；受模態(tài)競爭的影響，剪切流渦激振動(dòng)呈現(xiàn)多頻響應(yīng)形式；隔水管在流向的主導(dǎo)頻率是橫向主導(dǎo)頻率的2倍；受相位角影響，實(shí)驗(yàn)中隔水管單個(gè)振動(dòng)周期的運(yùn)動(dòng)軌跡呈扁斜“8”字形，多個(gè)軌跡重疊后呈“新月”形。圖8表1參27

隔水管；剪切流；渦激振動(dòng)；模態(tài)分析法；深水鉆井

0 引言

深水鉆井與陸地鉆井的最大區(qū)別是鉆具要通過從海上平臺(tái)到海底井口長達(dá)數(shù)千米的隔水管[1-2]。隔水管在海洋結(jié)構(gòu)中與采油生產(chǎn)立管一樣屬于細(xì)長柔性管柱，在海流作用下，隔水管兩側(cè)會(huì)形成交替的漩渦，漩渦的脫落會(huì)導(dǎo)致隔水管在流向（IL）和橫向（CF）產(chǎn)生周期性的振動(dòng)，即渦激振動(dòng)（VIV）。

海流流速一般遵循從上到下隨深度增加逐漸減小的規(guī)律，類似剪切流，因此，深水鉆井過程中，隔水管受剪切流作用。目前國內(nèi)外關(guān)于剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)的研究較少：Jordan S K等[3-8]采用CFD（計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)）軟件對(duì)剪切流作用下圓柱體渦激振動(dòng)進(jìn)行了初步研究；Kiya M等[9-13]開展了剪切流作用下的圓柱體渦激振動(dòng)實(shí)驗(yàn)研究；黃智勇等[14-15]建立了理論模型并對(duì)剪切流作用下的立管渦激振動(dòng)進(jìn)行了初步分析；周守為等[16-17]完成了基于鉆井工況與海洋環(huán)境耦合作用的隔水管力學(xué)行為實(shí)驗(yàn)，并獲得了剪切流作用下隔水管的力學(xué)特性。根據(jù)以上研究現(xiàn)狀可以看出，針對(duì)剪切流作用下的隔水管渦激振動(dòng)實(shí)驗(yàn)研究還不足，且對(duì)剪切流作用下渦激振動(dòng)機(jī)理認(rèn)識(shí)有限。因此，本文基于光纖光柵傳感器測試技術(shù)采集剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)特性，利用模態(tài)分析法處理數(shù)據(jù)，獲得剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)特征參數(shù)，探索剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)響應(yīng)機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)介紹

實(shí)驗(yàn)在上海交通大學(xué)海洋工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室深水試驗(yàn)池進(jìn)行，水池長50 m、寬40 m，水深可在0～10 m自由調(diào)節(jié)。水池自帶造流系統(tǒng)，可模擬均勻流、剪切流、暗流等各種類型海流。實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置圖

1.1 剪切流模擬

根據(jù)深水試驗(yàn)池的造流能力，選擇了表層流速為0.20 m/s、底層流速為0.05 m/s、從表層到底層流速基本呈線性遞減的方式進(jìn)行造流，即剪切流。在水中靠近隔水管模型處安裝1個(gè)聲學(xué)多譜勒流速剖面儀來測定隔水管模型附近的流剖面。由于聲學(xué)多譜勒流速剖面儀不能測定表層流速，因此在水池表層安裝1個(gè)機(jī)械流速儀來測定表層流速。實(shí)驗(yàn)開始前，通過2個(gè)流速儀校流并調(diào)整造流系統(tǒng)的參數(shù)，最終形成實(shí)驗(yàn)過程中剪切流流剖面（見圖2）。

圖2 實(shí)驗(yàn)?zāi)M的剪切流流剖面

1.2 隔水管模型

目前，為了反映渦激振動(dòng)特性，國外細(xì)長柔性管渦激振動(dòng)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵訮VC（聚氯乙烯）管和玻璃鋼為主[18-20]。本文隔水管模型采用定制的PVC管，表1為隔水管模型主要物理參數(shù)，其中固有頻率由下式[13]計(jì)算得到：

表1 隔水管模型主要物理參數(shù)

為保證實(shí)驗(yàn)中隔水管模型上下邊界連接方式與實(shí)際深水鉆井一致，隔水管模型上下邊界采用萬向節(jié)連接。

1.3 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集

光纖光柵傳感器（見圖3）具有體積小、測試數(shù)據(jù)準(zhǔn)確等優(yōu)點(diǎn)，布置于隔水管模型上不會(huì)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果造成影響。De Wilde J J等[21]在Marin實(shí)驗(yàn)室的淺水拖曳水池中應(yīng)用光纖光柵傳感器測量了長細(xì)比（管長與截面回轉(zhuǎn)半徑之比）為787.5的立管模型的渦激振動(dòng)響應(yīng)，取得了良好的實(shí)驗(yàn)結(jié)果。本文實(shí)驗(yàn)采用定制的光纖光柵傳感器采集數(shù)據(jù)。

圖3 布置于隔水管模型上的光纖光柵傳感器

隔水管表面有16個(gè)測點(diǎn)，從上至下依次記為測點(diǎn)1—測點(diǎn)16，測點(diǎn)1和測點(diǎn)16與隔水管上端距離分別為0.912 m和7.092 m，相鄰測點(diǎn)間距均為0.412 m，每個(gè)測點(diǎn)四周對(duì)稱分布4個(gè)光纖光柵傳感器（見圖4）。測點(diǎn)CF1與CF2用于測量CF方向的隔水管渦激振動(dòng)特性，測點(diǎn)IL1和IL2用于測量IL方向的隔水管渦激振動(dòng)特性。光纖光柵傳感器的采樣頻率設(shè)定為250 Hz。實(shí)驗(yàn)時(shí)，先設(shè)置實(shí)驗(yàn)參數(shù)，待模擬剪切流穩(wěn)定后，持續(xù)采集5 min以上的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖4 測點(diǎn)周圍光纖光柵傳感器布置示意圖

2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

2.1 波長與應(yīng)變轉(zhuǎn)換

實(shí)驗(yàn)過程中，光纖光柵傳感器直接測量得到的是光信號(hào)波長，首先需要將波長轉(zhuǎn)化為隔水管微應(yīng)變，轉(zhuǎn)換關(guān)系[22]為：

2.2 預(yù)張力影響的消除

隔水管發(fā)生渦激振動(dòng)時(shí)，在漩渦的影響下隔水管在IL方向和CF方向周期性振動(dòng)，引起隔水管軸向張力周期性變化，則CF方向測量的應(yīng)變包含兩部分：預(yù)張力引起的軸向應(yīng)變和渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變。因此，必須從實(shí)測信號(hào)中消除預(yù)張力的影響。

CF方向上傳感器CF1、CF2測量的渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變大小相等、方向相反，預(yù)張力引起的軸向應(yīng)變大小相等、方向相同，因此，CF方向渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變?yōu)椋?/p>

在IL方向，由于海流的作用隔水管會(huì)產(chǎn)生由拖曳力引起的初始軸向應(yīng)變，在此基礎(chǔ)上再產(chǎn)生周期性的渦激振動(dòng)。因此，IL方向測量的應(yīng)變包含3部分：預(yù)張力引起的軸向應(yīng)變、初始拖曳力引起的軸向應(yīng)變和渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變。則傳感器IL1、IL2測量的軸向應(yīng)變分別為：

穩(wěn)定的時(shí)間段內(nèi)，可認(rèn)為渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變時(shí)間歷程均值為零，即，則由（4）式、（5）式可得：

2.3 模態(tài)分析法

海流作用下，隔水管會(huì)產(chǎn)生IL和CF兩個(gè)方向的振動(dòng)，兩個(gè)方向的模態(tài)分析法是一致的[23]，本文以IL方向?yàn)槔f明數(shù)據(jù)處理的模態(tài)分析法。假設(shè)在時(shí)間域內(nèi)隔水管軸線在IL方向的位移可表示為：

考慮隔水管作小變形運(yùn)動(dòng)，則隔水管模型軸線在IL方向的曲率為：

對(duì)于兩端簡支軸向力恒定的隔水管模型，其軸線在IL方向位移的模態(tài)振型是正弦的，即：

將（11）式代入（10）式，可得：

隔水管軸線IL方向曲率與同一軸向位置隔水管表面IL方向的軸向應(yīng)變有如下關(guān)系：

結(jié)合（12）式、（13）式可得：

上述過程即為由隔水管表面應(yīng)變信號(hào)求得隔水管位移響應(yīng)的模態(tài)分析法，即已知隔水管表面各測點(diǎn)的應(yīng)變時(shí)間歷程之后即可獲得其位移時(shí)間歷程。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

由于隔水管上光纖光柵傳感器采用等間距方式布置，所反映的規(guī)律基本一致，因此選擇測點(diǎn)4、8、13進(jìn)行分析。此外，引入折合速度對(duì)模擬的海流流速進(jìn)行無量綱化處理：

3.1 位移標(biāo)準(zhǔn)差空間分布

位移標(biāo)準(zhǔn)差空間分布能夠反映隔水管在海流作用下發(fā)生渦激振動(dòng)的振型與主導(dǎo)模態(tài)，可通過對(duì)位移時(shí)間歷程求標(biāo)準(zhǔn)差獲得。圖5為本文實(shí)驗(yàn)中隔水管IL與CF方向位移標(biāo)準(zhǔn)差空間分布，可以看出，IL和CF方向隔水管振動(dòng)的模態(tài)階次均為1階。這是因?yàn)椋疚膶?shí)驗(yàn)中剪切流表層流速為0.20 m/s，海底流速為0.05 m/s，由Strouhal關(guān)系[24]（）可知，對(duì)應(yīng)的渦泄頻率為0.36～1.44 Hz，而隔水管模型1階固有頻率為0.58 Hz，2階固有頻率為1.50 Hz。因此，在本文實(shí)驗(yàn)條件下，模擬海流與隔水管模型相互作用形成漩渦，渦泄頻率低于隔水管模型的2階固有頻率，則隔水管的主導(dǎo)模態(tài)最高為1階。

3.2 應(yīng)變時(shí)間歷程

圖6為測點(diǎn)4、8、13的應(yīng)變時(shí)間歷程，可以看出，測點(diǎn)8的應(yīng)變幅值比測點(diǎn)4和測點(diǎn)13的應(yīng)變幅值大。這說明本文實(shí)驗(yàn)條件下，隔水管靠近中間位置處應(yīng)變幅值最大，與圖5所示的隔水管位移標(biāo)準(zhǔn)差空間分布一致。這是因?yàn)椋羲艿恼裥图葱巫兲卣鳑Q定了應(yīng)變幅值。本文實(shí)驗(yàn)條件下隔水管渦激振動(dòng)由1階模態(tài)主導(dǎo)，將以圖5所示的振型在CF與IL方向周期性振動(dòng)，在每個(gè)振動(dòng)周期中，中間位置附近的變形均最大。

圖5 隔水管位移標(biāo)準(zhǔn)差空間分布

圖6 隔水管測點(diǎn)4、8、13的應(yīng)變時(shí)間歷程

3.3 響應(yīng)頻率

對(duì)應(yīng)變時(shí)間歷程做快速傅里葉變化（FFT）即可獲得相應(yīng)的渦激振動(dòng)響應(yīng)頻率譜。圖7為圖6所對(duì)應(yīng)的渦激振動(dòng)響應(yīng)頻率譜，可以看出：3個(gè)測點(diǎn)同一方向渦激振動(dòng)響應(yīng)頻率是一致的，CF方向的主導(dǎo)頻率均為0.6 Hz，IL方向的主導(dǎo)頻率均為1.2 Hz。相關(guān)研究表明，均勻流作用下的渦激振動(dòng)主導(dǎo)頻率與海流速度引起的渦泄頻率一致[24]。而本文實(shí)驗(yàn)?zāi)M的海流是剪切流，測點(diǎn)4、8、13對(duì)應(yīng)的流速分別為0.13 m/s、0.11 m/s、0.09 m/s，根據(jù)Strouhal關(guān)系[24]可知3個(gè)測點(diǎn)對(duì)應(yīng)的渦泄頻率分別為0.936 Hz、0.792 Hz、0.648 Hz，即剪切流作用下隔水管的渦泄頻率沿管長方向分布是不均勻的，而3個(gè)測點(diǎn)CF方向的主導(dǎo)頻率均為0.60 Hz，與隔水管1階固有頻率（0.58 Hz）非常接近。相關(guān)研究還表明初始拖曳力的影響以及渦激振動(dòng)過程中張力周期性的變化會(huì)使隔水管固有頻率小幅增加[13,24-26]，因此可以認(rèn)為實(shí)驗(yàn)過程中隔水管CF方向渦激振動(dòng)的主導(dǎo)頻率與1階固有頻率一致。這說明剪切流作用下隔水管模型會(huì)以某階固有頻率振動(dòng)而不受剪切流剖面的影響。這是因?yàn)?，剪切流作用下隔水管渦泄頻率沿管長方向分布不均勻，會(huì)發(fā)生模態(tài)競爭。本文實(shí)驗(yàn)條件下，渦泄頻率接近1階固有頻率后，將發(fā)生渦激振動(dòng)鎖定現(xiàn)象，使隔水管振幅大幅增加并主導(dǎo)整個(gè)隔水管的振動(dòng)，最終隔水管在CF方向?qū)⒁?階固有頻率渦激振動(dòng)。因此，剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)鎖定現(xiàn)象發(fā)生在渦泄頻率對(duì)應(yīng)的最大階次固有頻率附近且隔水管會(huì)以該階次固有頻率振動(dòng)。

從圖7還可以看出，剪切流作用下隔水管IL方向主導(dǎo)頻率（1.2 Hz）是CF方向主導(dǎo)頻率（0.6 Hz）的2倍，這與均勻流作用下不同方向響應(yīng)頻率間的關(guān)系一致。這主要是因?yàn)榧羟辛髦心骋欢魏Ａ鞯臏u泄頻率與隔水管某階固有頻率接近之后，鎖定現(xiàn)象發(fā)生，使隔水管以這一段海流引起的渦泄頻率即某階固有頻率進(jìn)行振動(dòng)，這段海流漩渦脫落的方式?jīng)Q定了IL和CF方向的振動(dòng)頻率[22-24]。在鎖定區(qū)域內(nèi)，IL方向漩渦脫落1次振動(dòng)1個(gè)周期，而CF方向漩渦脫落2次振動(dòng)1個(gè)周期，由于剪切流作用下隔水管的振動(dòng)受鎖定區(qū)域振動(dòng)頻率主導(dǎo)，最終導(dǎo)致剪切流作用下IL方向主導(dǎo)頻率是CF方向主導(dǎo)頻率的2倍。此外，由于CF方向振動(dòng)頻率比IL方向振動(dòng)頻率低很多，因此CF方向振動(dòng)頻率會(huì)先接近隔水管的固有頻率，從而出現(xiàn)渦激振動(dòng)鎖定現(xiàn)象，導(dǎo)致應(yīng)變幅值大幅增加。

圖7 隔水管測點(diǎn)4、8、13的渦激振動(dòng)響應(yīng)頻率譜

均勻流作用下圓柱體渦激振動(dòng)研究表明頻譜曲線上存在來自不同方向間的干擾，這些干擾會(huì)以IL及CF方向主導(dǎo)頻率上出現(xiàn)其他小尖峰的形式出現(xiàn)[23-24]。從圖7可以看出，3個(gè)測點(diǎn)處的頻譜曲線盡管主導(dǎo)頻率突出，但出現(xiàn)了明顯的鋸齒狀以及其他小尖峰，這些干擾并非IL和CF方向間的干擾所致，表明剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)存在明顯的多頻現(xiàn)象。這是因?yàn)?，盡管某階固有頻率附近的渦泄頻率主導(dǎo)了渦激振動(dòng)，但在模態(tài)競爭的影響下，其他頻率下的漩渦泄放依然會(huì)作用于隔水管上，對(duì)隔水管渦激振動(dòng)造成影響。

3.4 運(yùn)動(dòng)軌跡

均勻流作用下出現(xiàn)渦激振動(dòng)時(shí)，由于IL方向主導(dǎo)頻率是CF方向主導(dǎo)頻率的2倍，細(xì)長柔性管的運(yùn)動(dòng)軌跡呈典型的“8”字形[24]。而在本文實(shí)驗(yàn)中，單個(gè)運(yùn)動(dòng)軌跡呈扁斜“8”字形，多個(gè)軌跡重疊后呈“新月”形（見圖8）。這是因?yàn)椋菏紫?，本文?shí)驗(yàn)中隔水管渦激振動(dòng)由1階固有頻率主導(dǎo)且IL方向頻率是CF方向頻率的2倍，因此當(dāng)隔水管在IL方向運(yùn)動(dòng)兩個(gè)周期時(shí)在CF方向只運(yùn)動(dòng)了1個(gè)周期；其次，漩渦對(duì)隔水管存在IL方向的拖曳力和CF方向的升力，CF方向升力與CF方向間存在1個(gè)相位角，相位角的大小決定了隔水管運(yùn)動(dòng)軌跡的形狀，而隨著流速的變化相位角會(huì)發(fā)生變化。由（15）式及Strouhal關(guān)系可知，隔水管1階固有頻率對(duì)應(yīng)的流速為0.1 m/s，對(duì)應(yīng)的折合速度為6.1。由圖8可知隔水管CF方向位移幅值為0.7D～1.2D。根據(jù)Jauvtis N等[27]建立的CF方向位移幅值-折合速度-相位角圖版可知，本文實(shí)驗(yàn)條件下的相位角為45°～90°。因此，由于CF方向升力與CF方向間存在相位角，使CF方向升力的一部分作用在IL方向上，從而使平衡位置向左偏移，最終出現(xiàn)“新月”形的運(yùn)動(dòng)軌跡，而單個(gè)周期運(yùn)動(dòng)軌跡呈扁斜“8”字形。

圖8 隔水管測點(diǎn)4、8、13的運(yùn)動(dòng)軌跡

4 結(jié)論

本文開展了剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)剪切流作用下隔水管渦激振動(dòng)響應(yīng)機(jī)理進(jìn)行了初步探索，得到如下結(jié)論：剪切流作用下，主導(dǎo)模態(tài)決定了隔水管應(yīng)變幅值、振型、響應(yīng)頻率；剪切流作用下隔水管不同位置處同一方向渦激振動(dòng)響應(yīng)頻率是一致的；鎖定現(xiàn)象發(fā)生在渦泄頻率對(duì)應(yīng)的最大階次固有頻率附近且隔水管會(huì)以該階次固有頻率振動(dòng)；受模態(tài)競爭的影響，隔水管渦激振動(dòng)存在多頻現(xiàn)象；剪切流作用下依然存在隔水管IL方向主導(dǎo)頻率是CF方向主導(dǎo)頻率的2倍關(guān)系；受相位角影響，實(shí)驗(yàn)條件的剪切流作用下隔水管單個(gè)振動(dòng)周期的運(yùn)動(dòng)軌跡呈扁斜“8”字形，多個(gè)軌跡重疊后呈“新月”形。

符號(hào)注釋：

fn——n階固有頻率，Hz；n——振動(dòng)階次；T——預(yù)張力，N；M——靜水中單位長度隔水管質(zhì)量，kg/m；l——隔水管長度，m；E——管材彈性模量，Pa；I——管材截面慣性矩，m4；ε——隔水管微應(yīng)變；λ——光信號(hào)波長值，nm；εVIVCF——CF方向渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變；εCF1——傳感器CF1測量的軸向應(yīng)變；εCF2——傳感器CF2測量的軸向應(yīng)變；εVIVIL——IL方向渦激振動(dòng)引起的軸向應(yīng)變；εIL1——傳感器IL1測量的軸向應(yīng)變；εIL2——傳感器IL2測量的軸向應(yīng)變；0ε——初始拖曳力引起的軸向應(yīng)變；εT——預(yù)張力引起的軸向應(yīng)變；的時(shí)間歷程均值；的時(shí)間歷程均值；的時(shí)間歷程均值；t——時(shí)間，s；z——隔水管軸向坐標(biāo)，m；w——隔水管軸線在IL方向的位移，m；i——模態(tài)階次；φ——隔水管軸線在IL方向位移的模態(tài)振型；p——隔水管軸線在IL方向位移的模態(tài)權(quán)重；k——隔水管軸線在IL方向的曲率，m-1；R——隔水管半徑，m；θ——關(guān)于曲率的模態(tài)振型；e——關(guān)于應(yīng)變的模態(tài)權(quán)重；ur——折合速度；v——海流速度，m/s；D——隔水管外徑，m；fs——渦泄頻率，Hz；St——Strouhal數(shù)，取值為0.18[24]。

[1] 鞠少棟,暢元江,陳國明,等.深水鉆井隔水管連接作業(yè)窗口分析[J].石油勘探與開發(fā),2012,39(1): 105-110.Ju Shaodong,Chang Yuanjiang,Chen Guoming,et al.Envelopes for connected operation of the deepwater drilling riser[J].Petroleum Exploration and Development,2012,39(1): 105-110.

[2] 劉秀全,陳國明,暢元江,等.臺(tái)風(fēng)條件下深水鉆井隔水管觸底事故分析及對(duì)策[J].石油勘探與開發(fā),2013,40(6): 738-742.Liu Xiuquan,Chen Guoming,Chang Yuanjiang,et al.Analyses and countermeasures of deepwater drilling riser grounding accidents under typhoon conditions[J].Petroleum Exploration and Development,2013,40(6): 738-742.

[3] Jordan S K,Fromm J E.Laminar flow past a circle in shear flow[J].Physics of Fluids,1972,15: 972-976.

[4] Tamura H,Kiya M,Arie M.Numerical study on viscous shear flow past a circular cylinder[J].Bulletin of the JSME,1980,23: 1952-1958.

[5] Yoshino F,Hayashi T.Numerical solution of flow around a rotating circular cylinder in uniform shear flow[J].Bulletin of the JSME,1984,27: 1850-1857.

[6] Wu T,Chen C F.Laminar boundary-layer separation over a circular cylinder in uniform shear flow[J].Acta Mechanica,2000,144: 71-82.

[7] Lei C,Cheng L,Kavanagh K.A finite difference solution of the shear flow over a circular cylinder[J].Ocean Engineering,2000,27: 271-290.

[8] Huang K,Chen H C,Chen C R.Vertical riser VIV simulation in sheared current[J].International Journal of Offshore and Polar Engineering,2012,22(2): 142-149.

[9] Kiya M,Tamura H,Arie M.Vortex shedding from a circular cylinder in moderate-Reynolds-number shear flow[J].Journal of Fluid Mechanics,1980,141: 721-735.

[10] Kwon T S,Sung H J,Hyun J M.Experimental investigation of uniform-shear flow past a circular cylinder[J].ASME Journal of Fluids Engineering,1992,114: 457-460.

[11] Hayashi T,Yoshino F,Waka R.The aerodynamic characteristics of a circular cylinder with tangential blowing in uniform shear flows[J].JSME International Journal: Series B,1993,36: 101-112.

[12] Sumner D,Akosile O O.On uniform planar shear flow around a circular cylinder at subcritical Reynolds number[J].Journal of Fluids and Structures,2003,18: 441-454.

[13] Lie H,Kaasen K E.Modal analysis of measurements from a large-scale VIV model test of a riser in linearly sheared flow[J].Journal of Fluids and Structures,2006,22: 557-575.

[14] 黃智勇,崔維成,黃小平.均勻平面剪切流作用下圓柱體的渦激振動(dòng)[J].哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報(bào),2007,28(12): 1301-1306.Huang Zhiyong,Cui Weicheng,Huang Xiaoping.Vortex-induced vibration of a cylinder in uniform planar shear flow[J].Journal of Harbin Engineering University,2007,28(12): 1301-1306.

[15] 林琳,王言英.剪切流作用下立管渦激響應(yīng)的研究[J].船舶力學(xué),2013,17(8): 901-910.Lin Lin,Wang Yanying.Research on vortex-induced vibration in linearly sheared flow[J].Journal of Ship Mechanics,2013,17(8): 901-910.

[16] 周守為,劉清友,姜偉,等.深水鉆井隔水管“三分之一效應(yīng)”的發(fā)現(xiàn)[J].中國海上油氣,2013,25(6): 1-7.Zhou Shouwei,Liu Qingyou,Jiang Wei,et al.Theoretical and experimental study of deformation characteristics of deep-water drilling riser by ocean currents[J].China Offshore Oil and Gas,2013,25(6): 1-7.

[17] 劉清友,周守為,姜偉,等.基于鉆井工況和海洋環(huán)境耦合作用下的隔水管動(dòng)力學(xué)模型[J].天然氣工業(yè),2013,33(12): 6-12.Liu Qingyou,Zhou Shouwei,Jiang Wei,et al.A dynamic model of marine risers/pipes under the drilling operation condition and sea environment[J].Natural Gas Industry,2013,33(12): 6-12.

[18] Allen D W,Henning D L.Surface roughness effects on vortex-induced vibration of cylindrical strucures at critical and supercritical Reynolds numbers[R].OTC 13302,2001.

[19] 李琳,付世曉,楊建民.運(yùn)動(dòng)光纖光柵傳感器的渦激振動(dòng)測試技術(shù)[J].振動(dòng)、測試與診斷,2011,31(6): 728-731.Li Lin,Fu Shixiao,Yang Jianmin.Measuring technique based on the fiber bragg used in the Vortex-Induced-Vibration model test[J].Journal of Vibration,Measurement &Diagnosis,2011,31(6): 728-731.

[20] Kang Zhuang,Jia Lusheng.An experiment study of a cylinder’s two degree of freedom VIV trajectories[J].Ocean Engineering,2013,70: 129-140.

[21] De Wilde J J,Huijsmans R H M.Laboratory investigation of long riser VIV response[C]//Proceedings of the Fourteenth International Offshore and Polar Engineering Conference.Toulon: The International Society of Offshore and Polar Engineering,2004.

[22] Marcollo H,Hinwood J B.On shear flow single mode lock-in with both cross-flow and in-line lock-in mechanisms[J].Journal of Fluids and Structures,2006,22(2): 197-211.

[23] Lie H,Kaasen K E.Modal analysis of measurements from a large-scale VIV model test of a riser in linearly sheared flow[J].Journal of Fluids and Structures,2006,22: 557-575.

[24] Williamson C H K,Govardhan R.A brief review of recent results in vortex-induced vibrations[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics,2008,96(6/7): 713-735.

[25] Williamson C H K,Roshko A.Vortex formation in the wake of an oscillating cylinder[J].Journal of Fluids and Structures,1988,2(4): 355-381.

[26] Allen D W,Henning D L,Li L.Performance comparisons of helical strakes for VIV suppression of risers and tendons[R].OTC 16186,2004.

[27] Jauvtis N,Williamsion C H K.The effect of two degrees of freedom on vortex-induced vibration at low mass and damping[J].Journal of Fluid Mechanics,2004,509: 23-62.

（編輯 胡葦瑋 繪圖 劉方方）

Vortex-induced vibration mechanism of drilling riser under shear flow

Mao Liangjie1,Liu Qingyou1,Zhou Shouwei1,2,Jiang Wei1,2,Liu Zhengli3,Peng Tao4
(1.State Key Laboratory of Oil and Gas Reservoir Geology and Exploitation (Southwest Petroleum University),Chengdu 610500,China;2.China National Offshore Oil Corporation,Beijing 100010,China;3.Shenzhen Company of CNOOC,Shenzhen 518067,
China;4.State Key Laboratory of Ocean Engineering (Shanghai Jiao Tong University),Shanghai 200240,China)

Vortex-induced vibration of the drilling riser under shear flow was studied by experimental method,and the characteristic parameters of vortex-induced vibration under the shear flow were obtained.The vortex-induced vibration response in both in-line and cross-flow directions were captured by measuring technique based on the fiber Bragg.The influence of the pre-tension during the experiment was eliminated and the experimental data was analyzed by modal analysis method.Results show that,under the shear flow,the dominant frequencies of the drilling riser at different locations are the same,however the shedding frequencies at different locations are different;when the vortex shedding frequency is close to the maximum order of the natural frequency,the lock-in phenomenon occurs,and the dominant frequency equals to this natural frequency;the vortex-induced vibration caused by shear flow is in the form of multi-modal for the influence of modal competition;the in-line direction response frequency is twice the cross-flow direction one;a single vibration period of the riser’s displacement trajectory appears as an inclined “8” shape,and the multiple vibration period of the riser’s overlapped displacement trajectory appears as a crescent shape.

drilling riser;shear flow;vortex-induced vibration;modal analysis method;deep water drilling

國家自然科學(xué)基金“基于鉆井系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)的深海鉆井升沉補(bǔ)償系統(tǒng)機(jī)理研究”（51274171）；國家科技重大專項(xiàng)“深水油氣井測試關(guān)鍵技術(shù)研究”（2011ZX05026-001-07）

TE52

A

1000-0747(2015)01-0101-06

10.11698/PED.2015.01.13

毛良杰（1987-），男，四川成都人，現(xiàn)為西南石油大學(xué)石油工程學(xué)院在讀博士研究生，主要從事深水鉆井工藝技術(shù)、細(xì)長柔性管柱渦激振動(dòng)等方面的研究工作。地址：四川省成都市新都區(qū)新都大道8號(hào)，西南石油大學(xué)石油工程學(xué)院，郵政編碼：610500。E-mail：maoliangjie@foxmail.com

聯(lián)系作者：劉清友（1965-），男，重慶開縣人，博士，西南石油大學(xué)教授，主要從事石油機(jī)械、油氣井管柱力學(xué)與工具、計(jì)算機(jī)仿真等方面的研究工作。地址：四川省成都市新都區(qū)新都大道8號(hào)，西南石油大學(xué)，郵政編碼：610500。E-mail：liuqy66@aliyun.com

2014-03-25

2014-12-17